深部采礦巖石力學進展

何滿潮 ， 武毅藝 ， 高玉兵 ， 陶志剛

(1.中國礦業大學(北京) 隧道工程災變防控與智能建養全國重點實驗室, 北京 100083；2.中國礦業大學(北京) 力學與土木工程學院, 北京100083；3.吉林大學 建設工程學院, 吉林 長春 130021)

煤炭作為我國的主體能源，其開采已逐漸轉入深部地層。據統計，在已探明的煤炭儲量中，埋深千米及以下的資源占比約53%。目前的煤礦開采深度正以年均8～12 m 的速度增加，東部地區礦井以每十年100～250 m 的速度發展，千米級深井資源開采將成為常態，向地球深部進軍已成為我國現在和未來面臨的重大戰略科技問題[1-2]。

據統計，目前我國已建成開采深度達到或超過1 000 m 的煤礦超過40 座，主要分布在華東和華北地區。未來5～10 a，煤炭礦山還將興建30 余座千米深井。深部復雜的地質力學環境給深部采礦帶了嚴峻挑戰。針對深部采礦過程中出現的巖石力學與災害控制問題，早在1983 年，蘇聯、聯邦德國的學者就對超過1 600 m 深的礦井進行了專題研究。隨后，南非、加拿大、美國等國家也開展了深井研究計劃。各國學者逐漸認識到深部礦井面臨的一些共性問題[3-6]，其中最突出的是高地應力、高地溫、高巖溶水壓和強開采擾動[7-10]。2004 年，我國立項啟動了第1 項系統研究深部開采巖石力學問題的國家自然基金重大項目“深部巖體力學基礎研究與應用”，后續又在深部資源探測[11-12]、深部動力災害機理及防治[13-15]、深井建設與提升[16-17]、深井圍巖控制及智能開采[18-22]等相關方向布局了一系列重點課題，形成了深地探測與地質透明、深部巷道圍巖控制、煤炭資源智能開采、復合災害監測預警等一系列服務于深部采礦的先進技術[23-30]。相關研究成果為我國深部資源的安全高效開采提供了重要的理論與技術支撐。

筆者于2005 年提出了深部的概念體系及工程評價指標[5]，此后團隊陸續在深部開采理論與方法、深部巷道圍巖破壞機理與控制技術、深部巖體熱力學與熱能利用三大方向上開展了重點研究，如圖1 所示。在深部資源開采方面，針對留煤柱采煤方法存在的煤柱應力集中、臨空巷道圍巖變形及沖擊地壓等問題，提出了平衡開采理論，形成了無煤柱自成巷110/N00工法開采體系，并在深部礦井建設方面闡述了建井新思路；在深部巷道圍巖破壞機理與控制方面，研究了深部軟巖大變形機理與巖體沖擊動力學特性，提出了開挖補償支護理論和高預應力NPR 補償支護技術；在深部巖體熱力學與熱害治理方面，針對深部礦井存在的地熱災害和圍巖熱-力耦合現象，研究了巖石的熱力學效應，提出了基于礦井涌水的溫控新方法，建立了深部熱害治理與熱能綜合利用系統(HEMS)。筆者圍繞深部采礦巖石力學中的核心問題，系統闡述了在以上3 個方向的主要研究進展。

圖1 深部采礦巖石力學主要研究內容與路線Fig.1 Main research contents and route of rock mechanics in deep mining

1 深部開采理論與方法

1.1 平衡開采理論

深部開采過程中，留設煤柱的工作面在開采后，頂板巖層呈現出垮落帶、裂隙帶和彎曲下沉帶(“豎三帶”)，并向上影響直至地表[31]。在此過程中，頂板巖層受到采礦損傷和破壞，如圖2 所示。

圖2 采礦損傷模型示意Fig.2 Mining damage model diagram

將采礦活動對頂板“豎三帶”巖層的損傷及破壞程度進行分類，定義采礦損傷變量Ki，i=1、2、3[32]。K1為采礦引起的地表沉降損傷；K2為裂隙帶中產生的裂隙損傷；K3為垮落帶中頂板矸石的碎脹程度，其各自的表達式[33]為

其中，ΔVS為地表沉降體積；ΔVC為裂隙帶中的裂隙體積；ΔVB為頂板垮落巖體的碎脹體積；ΔVm為采礦體積。開采過程中，采礦活動對“豎三帶”巖層產生的影響始終滿足采礦損傷不變量方程[33]，即

地表沉降體積ΔVS可通過測量和計算得到，即K1可以求得，而頂板裂隙帶中巖層的裂隙體積ΔVC和垮落帶中巖體的碎脹體積ΔVB難以得到，即K2和K3無法求得。

為確定采礦損傷不變量方程的解，提出了開采1個工作面只需掘進1 條工作面巷道，留設0 個煤柱的110 工法和開采N個工作面無需提前掘進巷道和留設煤柱的N00 工法[32-35]。110/N00 工法實現了由“對抗”礦山壓力到“利用”礦山壓力成巷的轉變，使得采空區頂板從自然垮落到按照設計高度垮落，理論上實現垮落帶矸石的碎脹量抵消采礦量[33]，即

式中，HC為切頂高度；S為開采面積；K為頂板垮落巖體的碎脹系數；K0為頂板垮落巖體的初始碎脹系數；α為常數；t為時間。

在采礦損傷不變量方程中，K3→1，則K1、K2→0，即為方程的特解。此時，地表巖層的沉降體積ΔVS和裂隙帶中的裂隙體積ΔVC趨于0，從而實現煤炭資源的平衡開采，如圖3 所示。

圖3 無煤柱自成巷平衡開采覆巖結構模型Fig.3 Overburden rock structure model of balanced mining without coal pillar

1.2 深部礦井110 工法

1.2.1 無煤柱自成巷110 工法發展

無煤柱自成巷110 工法于2009 年提出并在白皎煤礦首次實踐成功，110 工法取消了區段煤柱或人工充填柱，實現了“一面兩巷”變為“一面一巷”[31]。在110 工法工藝流程中，根據作業工序和頂板狀態不同，將巷道劃分為：超前切頂段、臨時支護段和成巷穩定段[36-37]。超前切頂段需要進行NPR 錨桿(索)高預應力補償支護和預裂切頂，保障巷道頂板“拉得住”和采空區頂板“切得開”；臨時支護段需要臨時支護設備抵抗采動垮落影響，并進行以U 型鋼為主的擋矸支護作業；成巷穩定段需要確保巷道礦壓穩定，逐步移撤臨時支護最終成巷。110 工法將工作面傳統的“U”型通風方式轉變為“Y”型通風，有效解決了工作面上隅角瓦斯積聚問題，其平面布置如圖4 所示。

圖4 長壁開采110 工法平面Fig.4 Plan chart of longwall 110 mining method

110 工法已在大量不同煤礦條件下成功實踐，其理論基礎、關鍵技術及配套設備均得到了進一步發展。

(1)理論研究發展。

無煤柱自成巷通過定向聚能切頂，將巷道的“長臂梁”頂板轉化為“短臂梁”頂板，形成穩定的短懸臂梁結構，“切頂短臂梁”理論是110 工法實現的重要理論基礎[38-39]，如圖5 所示。

圖5 切頂成巷頂板結構和力學模型Fig.5 Structure and mechanical model of roof cutting self-forming roadway

取切頂后巷道頂板的短臂梁進行受力分析，忽略基本項關鍵塊對切頂短臂結構的施載作用，設巷道寬度為b，煤幫對切頂短臂梁的支撐荷載按線性分布，建立平衡方程ΣFy=0 和ΣM=0。

式中，Fb為矸石側向承載力，kN；Fi為不同支護結構的支護力，kN；Fx、Fy為反作用力，kN；Gd為短臂梁的自重荷載，kN；Mad為短臂梁的殘余抗彎能力，kN·m；σp為煤幫對短臂梁的作用力，kN/m；β為切頂角度，( ° )；xi為不同支護結構距煤壁的距離，m；xc為短臂梁幾何形心橫坐標，m；xp為煤幫對短臂梁的作用距離，m。

式(5)中，等式左側代表承載能力，它由支護、矸石支撐、煤幫支撐和結構抗彎能力組成；等式右側代表施載部分。由平衡方程可得，保持懸臂結構的穩定性，一方面需要頂板和煤幫的強力支護，以保障懸臂結構完整性和連續性，發揮結構自身的抗彎能力，另一方面需要進行有效切頂作業，使得矸石充分垮落、碎脹，以實現充分利用矸石碎脹進行承載。

隨著110 工法應用條件不斷擴展，其在不同工況下參數的設計和變形特征理論分析得以發展，如圖6所示。HE 等[38]建立了切頂狀態下頂板受力模型，計算得到了切頂參數；在此基礎上，考慮支護、煤幫支撐等因素建立了短臂梁結構受力模型[40]，進一步確定頂板短臂梁結構的支護參數；王亞軍等[41]提出了短臂梁變形計算模型，分析了不同因素影響下短臂結構在不同成巷階段的變形程度、敏感度等特征指標；楊軍等[42]建立了切頂短臂梁和基本頂巖梁的組合力學模型。切頂短臂梁理論的深化研究為深井110 工法切頂參數的設計提供了理論依據。

圖6 不同條件下切頂短臂梁模型[38-42]Fig.6 Model of “cutting cantilever beam” under various conditions[38-42]

(2)切頂技術發展。

① 聚能爆破技術。2003 年，提出了雙向聚能爆破技術，用于頂板定向預裂[43]，通過安設聚能管控制爆破沖擊波的方向，實現頂板定向預裂控制，如圖7所示。超前頂板預裂是無煤柱自成巷的關鍵工序，其切頂效果直接影響后期留巷的穩定性。針對不同頂板條件，提出了深淺孔耦合聚能爆破技術[44]、多排聚能孔爆破方法等[44]，使得頂板在被切落的同時充分碎脹，提高成巷圍巖的平衡穩定性。

圖7 聚能爆破控制技術進展Fig.7 Progress of energy-gathering blasting control technology

② 爆破材料。預裂切頂主要以礦用乳化炸藥聯合聚能管實現定向聚能爆破，傳統炸藥在現場存在一定的使用限制。為此，研發了一種以煤矸石、秸稈等固廢為主要原料的非炸藥脹裂材料，并制作成單裂面瞬時脹裂器，以實現定向單裂面破巖[45-46]，如圖8所示。

圖8 單裂面瞬時脹裂器[47]Fig.8 Instantaneous expander with a single fracture surface[47]

單裂面脹裂器包含切縫管、聚能孔、切縫劑、阻燃泡沫、引信和引線，其具有破巖速度快、定向性能優的特點[47]。單裂面脹裂器在聯合國隔板試驗、克南試驗和時間/壓力試驗均為“－”，此外，其還具有實施工序簡易、運輸安全等優勢。

(3)支護技術發展。

2004 年，提出“理想塑性材料是NPR(Negative Poisson’s Ratio)結構材料”的科學猜想[48]。2007 年，提出控制圍巖大變形的基本理論，研發PR(Poisson’s Ratio)材料和NPR 結構的結合體，實現適應恒阻大變形的支護結構設計[48]。2009—2011 年間，成功研發了宏觀上實現負泊松比效應的NPR 恒阻大變形錨桿/索。根據實測，NPR 錨桿/索實現了高恒阻、大變形、強吸能、防沖抗爆等超常力學性能，形成1G NPR 不同類型的支護材料[49]。2014 年，基于宏觀NPR 結構，研發了微觀NPR 材料，闡述了其3 個基本要求：① 材料具有負泊松比效應；② 屈服平臺消失；③ 應變大于20%[50-52]。采用多尺度多重共格界面設計，創新冶煉添加劑配方加工工藝，研制出了具有微觀負泊松比效應、宏觀拉伸時無明顯頸縮的微觀NPR 鋼材，發明了2G NPR 錨桿(索)[48,53-54]，如圖9 所示。

圖9 NPR 支護結構和材料[48]Fig.9 NPR supporting structure and materials[48]

(4)配套裝備。

為適應110 工法超前預裂切頂作業需求，研發了自成巷預裂切頂鉆機，配備鉆桿夾持結構、支頂裝置，方便鉆桿的裝卸及導向，降低作業人員勞動強度且保障成孔質量，易于安裝爆破聚能管[55]。此外，定制了配套的單元支架，實現留巷矸石幫一側強力的控頂和護幫，采用封堵防漏風材料對擋矸網和可伸縮U 型鋼組成的擋矸支護進行密閉，如圖10 所示。

圖10 110 工法配套裝備及材料案例Fig.10 Examples of supporting equipment and material case in 110 mining method

1.2.2 深井110 工法應用案例

110 工法的應用由簡單地質條件向復雜地質條件發展，初期的應用主要以淺埋煤層為主，隨著技術發展成熟，其應用煤層的埋藏深度也由淺埋至中深部逐漸推廣至大埋深條件[33]，目前已實現了千米深井110工法現場應用。

(1) 河南永城城郊煤礦。

城郊煤礦21304 工作面平均采厚為3.0 m，埋深為835～915 m，為近水平中厚煤層。如圖11 所示，在21304 工作面軌道巷實施110 工法。設計頂板的補強支護為2 排長度為10 000 mm 的恒阻錨索，間排距為400 mm×700(1 400) mm；臨時加強支護為“液壓支架+單體支柱+π 型梁”的被動支護方式；設計擋矸支護為U29 型鋼+金屬網[55]。21304 軌道巷的切頂成巷效果如圖11 所示。

圖11 城郊煤礦110 工法實踐[55]Fig.11 Practice of 110 mining method in Chengjiao Coal Mine[55]

(2) 山東濟寧安居煤礦。

安居煤礦為典型的沖擊地壓礦井，其5307 工作面平均采厚為2.0 m，埋深為1 159～1 235 m，為緩傾斜煤層。5307 工作面軌道巷實踐110 工法，軌道巷頂板破碎、多網兜，巷道圍巖變形劇烈，如圖12 所示。

圖12 安居煤礦110 工法實踐[56]Fig.12 Practice of 110 construction method in Anju Coal Mine[56]

設計巷道頂板補強2 列NPR 恒阻錨索，規格?21.8 mm×9 300 mm，間排距1 850 mm×800 mm。臨時支護采用單元支架+“一梁三柱”相結合的方式；擋矸支護采用“鋼筋網+可伸縮U36 型鋼”[56]。根據微震監測數據對比，在不同的回采速度下，采用110 工法留巷的5307 工作面的微震事件能量值明顯低于采用121 工法的2311 工作面[56]。

(3) 山東泰安孫村煤礦。

孫村煤礦最大開采深度約1 500 m，最大地應力為37.9 MPa。該礦2 號煤平均煤厚2.5 m，采用121工法窄煤柱掘巷后，巷道圍巖劇烈收斂，支護失效現象嚴重，如圖13 所示。

圖13 孫村煤礦110 工法實踐[58]Fig.13 Practice of 110 mining method in Suncun Coal Mine[58]

王琦等[57-59]采用大型三維物理模型試驗系統，對比研究了深井沿空掘巷與110 工法開采的應力分布規律，通過頂板預裂切斷采空區與巷道頂板之間的應力傳遞，同時對頂板進行錨注支護以提高頂板的完整性，實現了成功留巷。

(4) 山東菏澤郭屯煤礦。

郭屯煤礦4306 工作面煤層和頂板巖層均具有Ⅱ類沖擊傾向性，其煤層平均采厚為2.7 m，最大埋深890 m。如圖14 所示，在4306 工作面軌道巷實施110 工法，頂板上應用3 列NPR 恒阻錨索，排距分別為800、2 400 和4 000 mm[60]，如圖14 所示。

圖14 郭屯煤礦110 工法實踐[60]Fig.14 Practice of 110 construction method in Guotun Coal Mine[60]

留巷時采用U36 型鋼+擋矸網進行擋矸支護，并在工作面后方300 m 范圍外，待留巷穩定后逐步回撤單元支架。根據現場勘察結果，頂板NPR 錨索的支護不僅維護了留巷階段頂板的穩定性，在巷道復用階段仍保持較好的支護效果[60]。

1.3 深部礦井N00 建井

1.3.1 深部非均壓建井

在深部復雜的地質力學環境下，地應力場呈現明顯的非均勻性，井筒的建設和維護面臨較大的挑戰。研究發現非均勻壓力場是造成井巷支護結構破壞的根本原因，為克服這種非均壓狀態的影響，提出了“非均壓建井”新模式(σ1、σ3為最大、最小主應力)[17]，即在深部環境下提出2 種模式進行建井，通過對不同井筒工程斷面進行非均勻或準均勻的高強預應力恒阻耦合支護，實現井筒圍巖應力場的均勻化，從而保障深部井巷工程建設的安全及長期穩定，如圖15 所示。

圖15 深部“非均壓建井”模式Fig.15 “Non-uniform stress field construction” model for deep shaft

1.3.2 深部N00 建井思路

2016 年，提出了長壁開采N00 工法(1G N00 工法)，該方法從巷道布置、工藝體系及配套裝備方面革新了傳統長壁采煤方法，實現了整個采區內多個工作面開采時，無需煤柱留設和新掘巷道的重大升級[61]。2018 年，在1G N00 工法基礎上，提出了首采工作面雙側切頂成巷模式，無需提前掘進采區邊界巷道，構建起整個采區無巷道掘進和無煤柱開采的2G N00 工法[34]。2019 年，基于1G、2G N00 工法的成功實踐，提出了3G N00 礦井建設新思路，利用長壁采礦與切頂自成巷技術留設出礦井的運輸、通風等準備巷道，簡化井底車場，縮短建井周期，取消大巷的掘進與多余煤柱的留設，使得整個礦井的煤炭采出率大幅提高[32]。三代N00 工法的原理如圖16 所示。

圖16 三代N00 工法的原理示意Fig.16 Three generations’ layout principle of N00 mining method

1.3.3 深井提升動力學

在深井建設過程中，保障人員、材料及煤炭的安全順利提升至關重要。由于深度增加，深井提升系統的鋼絲繩易發生大幅振蕩，嚴重制約了多繩摩擦提升系統在深部井筒的穩定性。為保障深井提升的安全性與穩定性，提出了以深井SAP 系統為控制方法的提升新模式[62]，如圖17 所示。

圖17 深井SAP 提升系統[62]Fig.17 SAP lifting system for deep shafts[62]

建立了多元耦合下的SAP 提升系統和非光滑動力學模型，得到了多參量作用下系統非線性振蕩和非光滑特性[62]?；诖?，研發了SAP 提升技術與關鍵裝備，并在現場進行實踐，成功解決了鐵法煤業深部礦井立井提升中尾繩大擺動、提升容器大振蕩的難題。

2 深部巷道圍巖破壞機理與控制技術

2.1 深部軟巖大變形機理研究

深部巖層在開挖后發生應力的重分布，巖體在節(層)理結構、高應力、高溫高熱及滲流作用下軟化，造成深部工程面臨嚴峻的軟巖大變形問題[63]。在工程力作用下能產生顯著塑性變形的工程巖體為工程軟巖[64]，根據產生顯著塑性變形的機制差別，將工程軟巖分為4 類，如圖18 所示(圖中σc為巖石的單軸抗壓強度)。① 膨脹性軟巖(又稱低強度軟巖)，由于其內黏土礦物滑移和膨脹而產生顯著塑性變形；② 高應力軟巖，由于其骨架內黏土礦物滑移和擴容而產生整體滑移塑性變形和裂紋擴容；③ 節理化軟巖，由于力的作用在結構面處產生滑移和擴容變形；④ 復合型軟巖，同時具備以上2 種或3 種特性的復雜性質軟巖[65]。此分類方法廣泛應用于深部沉積巖為主的軟巖工程。

圖18 工程巖體轉化與軟巖分類Fig.18 Engineering rock mass transformation and soft rock classification

2.1.1 深部巖體的吸水軟化特性

(1)深部巖體的吸水實驗研究。

深部工程常遇多類型的水源，在水力作用下，巖體吸水膨脹而誘發大變形破壞[66]。為探究深部特定軟巖吸水后巖體力學性質的劣化程度，應用實驗室自主研發的水理作用測試系統進行深部巖體的吸水實驗，如圖19 所示。

圖19 深部軟巖水理作用實驗[67]Fig.19 Deep soft rock water function experiment[67]

研究發現，深部環境下，泥巖在吸水后，巖體內部發生泥化現象，從而致使其強度顯著降低。通過對深部泥巖巖體進行強度、吸水時間及吸水量的關系實驗，得到巖體的吸水特征曲線與強度衰減曲線，量化表征了巖體的吸水軟化性質[67]。

(2)軟巖吸附膨脹量子力學分析。

為研究深部軟巖吸水膨脹的微觀力學機理，引入量子力學第一性原理[68]，建立可進行深部軟巖吸附特性分析的量子力學超級計算系統，包含128 個刀片服務器系統，計算速度達30 萬億次/s，如圖20 所示。

圖20 軟巖吸附量子力學分析[68]Fig.20 Quantum mechanical analysis of soft rock adsorption[68]

針對深部軟巖高嶺石進行了吸水大變形分析計算，得到了高嶺石晶體圖，并利用第一性原理建立了微觀晶體結構，揭示了其產生負電性的原因和具有強水分子吸附能量的機理，同時，闡明了吸水膨脹態是由于電荷密度和態密度的改變所致，解釋了深部軟巖吸水軟化膨脹的量子力學機理[68]。

2.1.2 深部巖體的結構效應

在深部工程中，地質構造類型豐富，巷道圍巖常含有多種結構面，在受到深部高應力的作用下往往產生非對稱、局部區域明顯差異的變形破壞現象。為研究深部含特定類型結構面圍巖的變形特征，建立模擬深部應力環境的結構效應模型實驗系統，并輔以紅外熱成像進行能量監測[69]，如圖21 所示。

圖21 深部含結構面圍巖破壞模型實驗[69]Fig.21 Failure experiment of deep surrounding rock with structural plane[69]

深部圍巖結構面重構與開挖進程監測是確定圍巖非對稱破壞關鍵區域的必要步驟，監測發現圍巖變形時在其結構面區域表現出明顯的能量差異，得到深部巖體的結構效應是造成圍巖局部區域強度降低和發生劇烈非對稱變形的主要原因之一[69]。

2.1.3 深部軟巖大變形的微觀狀態

為從微觀上解釋深部軟巖大變形的機理，采用巖體微觀分子模型中化學鍵的狀態進行闡述。對深部軟巖進行單軸拉伸、壓縮及剪切狀態下分子動力學模擬[17]，得到巖體不同時期化學鍵的斷裂狀態，如圖22 所示。

圖22 深部軟巖大變形微觀機理[17]Fig.22 Microscopic mechanism of large deformation of deep soft rock[17]

選取標準高嶺石試樣分子模型應力應變曲線的典型位置A、B、C及D點，得到高嶺石微觀分子結構構型。由此可知，在由彈性變形轉為塑性破壞時，微觀結構中不同類型的化學鍵發生斷裂，并隨著斷裂的加劇，分子模型表現出非線性大變形的特征[17]。

2.1.4 深部巖體多場耦合力學特性

為研究深部巖體在多場耦合環境下的力學特性，建立了深部軟巖五聯流變實驗系統，該系統可實現多場耦合、可5 個試件同時加載、具備自動化微控伺服系統、加熱快且保溫好、兼顧瞬態巖石力學試驗與長時間流變試驗，如圖23 所示。其中，圖23(b)的0、0.8%、1.6%、2.4%、3.3%為實驗中砂巖的含水率；圖23(b)、(c)中軸向應變、徑向應變、體積應變對應圖中的不同線型，0、0.8%、1.6%、2.4%、3.30%對應兩圖中不同曲線的顏色。

圖23 五聯流變實驗系統與實驗分析[70]Fig.23 Five-joint rheological experimental system and experimental analysis[70]

對深部地層的砂巖進行流固耦合蠕變實驗，分析可得含水率越高，單軸抗壓強度越低；觀測峰后階段可知，含水率較低時，表現出脆性，含水率較高時，脆性下降表現為塑性。此外，根據砂巖蠕變全過程曲線，蠕變破壞總時間受含水率的影響明顯，干燥狀態時蠕變破壞總時間最長[70]。

2.2 深部巖體沖擊動力學研究

深部巖體工程中常遇到巖爆等沖擊動力災害[71]。深部開采過程中，脆性巖體在深部“三高一擾動”的環境下向延性轉化，開挖卸荷后又轉向脆化，在能量急劇變化的過程中易發生沖擊動力事故[2-3]。隨著深部開采沖擊動力災害頻發，眾多學者在沖擊動力學基礎理論、防治技術和監測預警方面取得了諸多進展[72-75]。

2.2.1 深部巖體巖爆發生機理

在深部巖層中進行巷道開挖后，圍巖自由面附近巖體的徑向應力立即減小為0，切向應力逐漸集中，圍巖的三維應力狀態近似為二維應力狀態，如圖24 所示。在深部高初始地應力作用下，隨著巖石卸荷，巖石的最大主應力σ1c遠遠超過沒有側向約束時的巖石強度σc，從而產生瞬時巖爆；在低初始地應力下，卸荷不會引起巖石破壞，巖爆發生在應力調整和集中過程中，即為工程中的延遲巖爆[76]。

圖24 應變巖爆的力學機理[76]Fig.24 Mechanical mechanism of strainburst[76]

三維應力狀態下儲存的能量大于單軸應力狀態下靜態破壞所需的能量，過剩能量ΔE將主要轉化為巖爆動能，HU 等[76]提出了ΔE＞ 0 作為巖爆判據，該準則將巖爆視為一種工程破壞，認為巖爆過程中的動能釋放不同于常規單軸(或雙軸)載荷條件下的脆性破裂。

2.2.2 深部巖體巖爆機理實驗研究

為研究深部開采過程高應力場作用下巷道圍巖體的巖爆機理，自主研發了沖擊巖爆實驗系統和應變巖爆實驗系統，可實現沖擊誘發型巖體巖爆實驗和多面卸載應變型巖爆實驗，該實驗系統再現了多種類型巖體的巖爆過程[76-77]，圖25 為四面卸載應變巖爆現象的全過程。

圖25 深部巖體巖爆機理實驗系統[77]Fig.25 Experimental system of rock burst mechanism in deep rock mass[77]

巖體在巖爆各個階段中發育多種內部裂紋，通過SEM 可觀測到典型裂紋特征，如圖26 所示。以砂巖為例，得到砂巖巖爆各階段的裂紋特征[78]。在卸載階段，表現出大量沿晶、張裂紋，釋放能量特征為中—高；在巖爆前階段，表現出各種類型的耦合裂紋，釋放能量特征為中—低；在巖爆階段，表現出沿晶及穿晶剪切裂紋，釋放能量特征為高；在巖爆后階段，表現出張性沿晶裂紋，釋放能量特征為低—中。

圖26 巖爆過程中的裂紋特征[78]Fig.26 Crack characteristics in the process of rock burst[78]

研究表明，巖爆為巖體中能量沿著開挖臨空面瞬間釋放的非線性動力學現象，即單元巖體中積聚的彈性應變能超過單元巖體單軸破壞能量值時，易引發巖體巖爆，而巖爆的強度決定于高應力巖體壓縮彈性能，巖爆模式受結構面產狀控制[79]。根據巖爆發生時的力學狀態可分為應變巖爆和沖擊巖爆，前者常發生在深部開挖工程中，而后者常發生在深部開挖工程后[79]。

2.3 深部巷道開挖補償支護理論

為建立適應深部開采過程中巷道圍巖的支護方法，經過長期對深部巷道圍巖控制技術的探究，認為深部工程開挖卸荷效應是引發巷道圍巖非線性大變形的關鍵?；诖?，提出適用于深部巷道的開挖補償支護理論[80,82]，即以恢復圍巖在開挖擾動前的三維應力狀態為核心理念，及時采用高預緊力支護策略，充分調動深部巖體強度，使開挖后的圍巖應力得到及時有效的應力補償，以實現深部巷道圍巖變形的有效控制，其原理如圖27 所示。

圖27 巷道的開挖補償支護理論模型[81]Fig.27 Excavation compensation support theory of roadway[81]

巷道開挖后，圍巖在臨空一側卸荷，徑向應力σ3變為0，稱為開挖效應Ⅰ；同時，開挖亦會引起圍巖的應力集中，切向應力σ1幾乎增加一倍，稱為開挖效應Ⅱ[81]。在淺部工程中，開挖卸荷后巖體的徑向應力σ3為0，莫爾圓未超過莫爾-庫侖破壞包絡線，但由于σ1的應力集中效應，莫爾圓超過莫爾-庫侖破壞包絡線，巖體發生破壞。此時，可以施加較低的預應力來補償徑向應力σ3的損失，應力補償的結果減小了切向應力σ1的集中，從而保證了圍巖的穩定性。在深部工程中，開挖卸荷后巖體的徑向應力σ3為0，但由于深部地應力較高，巖體發生破壞，而且應力集中效應更強，導致莫爾圓遠超過破壞包絡線，巖體會發生突然破壞。因此，必須對巖體進行高預應力補償，使徑向應力σ3盡可能恢復到原始應力，并顯著降低切向應力σ1的集中，以保證巖體的穩定。

2.4 NPR 高預應力補償支護技術

2.4.1 NPR 支護材料及技術

深部開采工程中的巷道非線性大變形破壞及動力沖擊問題需要適應大變形的支護材料進行解決。第1 代宏觀NPR 結構型錨桿(索)，利用恒阻結構實現了適應圍巖大變形的恒阻支護，形成了NPR 錨網索高預應力補償支護技術，恒阻值可達350 kN。2014年，團隊提出并成功研制了第2 代微觀NPR 材料型錨桿(索)[83-85]。2 代NPR 支護體如圖28 所示。

NPR 錨桿(索)通過結構及材料實現NPR 效應，達到了恒定阻力下拉而不斷的材料變形目標，解決了深部巖體大變形災害控制受制于傳統PR 材料抵抗變形能力不足的難題。深部開采工程中產生的軟巖大變形、非對稱局部強變形、圍巖強流變、巖爆沖擊動力行為等可利用NPR 材料進行控制。

2.4.2 深部NPR 吸能支護與防沖試驗

在深部礦井中，巷道圍巖的大變形、塌方及巖爆等問題的本質是圍巖體能量的釋放，對圍巖的有效控制需要支護體具備吸能特性，以抵御圍巖的沖擊釋能。

(1)深部NPR 吸能計算。單元巖體巖爆釋放能量[79]，可表示為

式中，ΔE為圍巖單元體巖爆釋放能量；E(σc)、σc、εc分別為巖體單軸壓縮破壞能量值、單軸破壞峰值強度及破壞時最大應變；E(σ1c)、σ1c分別為巖爆發生時刻的能量和最大主應力。

NPR 錨桿(索)經室內性能測試，在動力沖擊下可實現高恒阻和高延伸，適應深部開采工程圍巖的沖擊，圍巖巖爆與NPR 吸能支護如圖29 所示。

圖29 圍巖巖爆與NPR 吸能支護[79]Fig.29 Surrounding rock rockburst and NPR energy absorption support[79]

設深部開采巷道外接圓的直徑為r，圍巖發生沖擊災害的地點距離最近臨空面的距離為ΔH。由于深井的地質環境復雜，取巖爆控制區計算深度為1.5 倍的實際發生最大深度，此時巖爆釋放總能量ET[79]為

其中，f(v)為圍巖單元體巖爆能量函數；v為函數自變量；Ω為巖爆控制區面積。在室內巖爆實驗中，根據準REV 單元的概念，采用150 mm×60 mm×30 mm 的巖樣進行實驗可基本符合工程巖體的REV 單元尺寸要求，獲得REV 巖爆能量進而計算得到巖爆釋放總能量[79,84]。

采用理想彈塑性曲線計算NPR 錨桿(索)的能量吸收能力，則其總吸收能量ES包括彈性階段吸能EI和塑性階段吸能EII，其表達式[79]為

基于深部巷道圍巖巖爆總釋能ET和單根NPR錨桿(索)總吸能ES，可算得圍巖支護所需要的NPR錨桿(索)數量n[79]為

(2)深部NPR 支護防沖試驗。為有效驗證深部工程NPR 支護的防沖性能，在埋深780 m 且沖擊動力災害多發的紅陽三礦進行了NPR 支護防沖抗爆試驗[51]，如圖30 所示。

圖30 現場NPR 支護防沖試驗[51]Fig.30 On-site NPR support anti-impact test[51]

設置爆破沖擊對比段，裝藥量控制在10 kg 左右，對比普通PR 錨索支護和NPR 錨索支護的防沖效果。試驗發現，在普通PR 錨索支護區域，炸藥爆破致使圍巖發生坍塌，幫部錨索出現拉出、拉斷失效現象；而NPR 錨索支護區域的圍巖完整，同時，恒阻器明顯內縮，實現恒阻吸能?，F場試驗進一步驗證了NPR 支護可適用于深部巷道沖擊災害的防控。

2.4.3 深部巷道NPR 支護應用實例

(1)深井軟巖劇烈變形巷道支護。新安礦煤層埋深達1 155 m，其井底車場巷道圍巖多含膨脹性礦物，展現出深部軟巖的主要特征。在深部復雜地質環境下，巷道出現非線性大變形破壞，且變形非對稱性明顯，突出特點是頂板的強烈垮塌，如圖31 所示。

圖31 深部劇烈變形巷道NPR 支護[52]Fig.31 Deep severe deformation roadway NPR support[52]

通過考察巷道地質情況和研究變形特征，提出適用新安礦中生代極軟巖煤系地層巷道的NPR 耦合支護方法，即以NPR 錨桿+鋼帶+底角注漿錨桿的耦合支護設計[52]。經現場監測表明，NPR 耦合支護方案有效控制了軟巖頂板坍塌與強烈底鼓，實現了深部軟巖劇烈變形巷道的成功控制。

(2)千米深井大變形硐室2G NPR 支護。深部大斷面軟巖巷道由于其結構屬性和圍巖特性的共同作用，易發生大變形而常需擴刷、返修。萬福煤礦千米深井的泵房巷道，在深部高應力環境下發生頂板多向開裂、底板局部崩裂的劣化現象。為實現千米深井大變形巷道的長期支護穩定，應用2G NPR 鋼材料進行支護[86]，如圖32 所示。

圖32 千米深井大變形硐室2G NPR 支護[86]Fig.32 2G NPR support for large deformation chamber in 1 000 m deep mine[86]

該泵房設計長、短NPR 鋼錨索聯合支護，以4 200 mm長度、800 mm 間距的微觀NPR 鋼4.2 型恒阻短錨索聯合8 200 mm 長度、1 600 mm 間距的微觀NPR 鋼8.2型恒阻錨索聯合支護[86]。經現場監測可知，支護后頂板位移量以及左右幫的收縮量均在80 mm 左右，驗證了2G NPR 材料對深井巷道大變形圍巖支護的有效性。

3 深部巖體熱力學與熱能利用

3.1 巖石熱力學效應

對于作業人員而言，深部開采面臨的直接問題是高溫高濕的作業環境。目前，我國兗州、淮南、平頂山等礦區的部分深部工作面正面臨著嚴峻的熱害影響[79]。深部高地溫的環境將劣化圍巖力學性質、危害作業人員健康，造成支護結構和設備的不穩定。為研究深部高溫巖體的力學性質，建立了深部巖石熱力學實驗系統[87]，如圖33 所示。

圖33 深部巖石熱力學實驗系統Fig.33 Experimental research system of deep rock thermodynamics

依托溫度壓力耦合作用力學實驗系統、水熱運移宏觀特性實驗系統、深部軟巖五聯高溫流變實驗系統及濕熱環境軟巖吸附氣體實驗系統，得到了深部高溫高濕環境對多種巖體的影響規律?；谘芯砍晒?，提出將降溫降濕作為控制深部工程巖體大變形的措施之一[87]。

3.1.1 深部高溫巖體的力學性質

應用自主研發的深部煤巖溫壓耦合實驗系統，對不同層理角度下的軟巖進行了溫壓耦合力學實驗，得到泥巖在溫壓耦合作用下的應力應變曲線、峰值應力關系、峰值應變關系及彈性模量關系[88]，如圖34 所示。

圖34 不同層理角度泥巖在不同溫度下的力學性質[88]Fig.34 Mechanical properties of mudstone with different bedding angles at different temperatures[88]

實驗研究發現，不同層理角度的泥巖在高溫環境下均出現峰值應力、峰值應變和彈性模量的降低，驗證了深地高溫環境將弱化軟巖的巖石力學參數而使其性質劣化[88]。因此，深部高溫高壓環境下，軟巖的非線性大變形顯現為在溫度場和壓力場共同作用下強度的減弱。

3.1.2 深部開采的熱害影響

深部高溫氣體環境以高溫巖體和高溫涌水為主要熱源，對深部開采的圍巖性質、工人作業環境及支護結構3 個主要方面產生劣化影響[88-89]，如圖35 所示。

圖35 深部開采的熱害影響Fig.35 Heat damage effect of deep mining

對于深部圍巖，深部開采的熱害將加劇圍巖的非線性大變形，影響圍巖的穩定性，同時，高溫增加氣體流速，將誘發煤體處于吸附態的瓦斯溢出。對于作業環境，最明顯是產生高溫高濕的空氣環境，致使作業人員的健康無法保障，從而降低開采效率。此外，機電設備的正常運轉亦會受溫度影響。對于支護結構，高溫巖壁降低樹脂藥卷的附著力，高溫高濕環境引發支護材料的銹蝕，減弱支護體的有效錨固力。同時，高溫高濕環境還會影響注漿、充填材料的凝固和性能，造成整個支護結構的劣化。

3.2 深井溫控技術

在受熱害影響的深部礦井工作面中，根據冷源是否為人工制造或引導，將實現作業環境溫度控制的技術分為非人工制造冷源降溫技術和人工制造冷源降溫技術[88]。

3.2.1 非人工制冷降溫技術

應用非人工制造冷源為礦井降溫的方式，適用于井下實際溫度對生產影響較小的情況，根據降溫對象可分為熱源控制技術、熱濕環境調控技術及個體防護技術，如圖36 所示。

圖36 非人工降溫技術Fig.36 Non-artificial cooling technology

控制礦井的發熱來源，可通過減少氧化放熱、機械放熱和壓風管道升溫，而熱巖、熱水型來源需要針對性設計隔熱層等方式控制。調控礦井的熱濕環境，采取改進通風方式、避開局部熱源、增加風量和預冷風量的方法。個體的降溫措施主要以冷卻服為主，包括固、液和氣態度介質型與混合型。而對于深部強熱害的礦井，非人工降溫技術的作用受限。

3.2.2 人工制冷降溫技術

深部熱害影響劇烈的工作面亟需人工制冷進行降溫，根據礦井人工降溫系統對井下輸送制冷介質的不同，將降溫技術分為氣冷式、冰冷式和水冷式三大類，如圖37 所示。

圖37 人工制冷降溫技術Fig.37 Artificial refrigeration cooling technology

氣冷式制冷降溫系統是通過地表壓縮空氣成高溫高壓的液態，然后流入冷氣器冷卻成常溫高壓的液態，以液態的形式運送到井下，在井下膨脹機轉化為低溫空氣后即可將冷量送至工作面。冰冷式制冷降溫系統同樣在地表進行制冰，制取冰或者冰水混合物，由風力或水力輸送至井下融冰池，在此處發生相變成低溫冷水，即可送至工作面空冷器或噴霧系統降溫。氣冷式和冰冷式投資較高，氣冷式冷量損失多，適用于需冷量不大的小型礦井或僅局部區域降溫的礦井；冰冷式會產生大量廢水，適用于深埋且需冷量大礦井。

水冷式制冷降溫系統包括地面集中制冷系統、回風排熱井下集中制冷系統、地面排熱井下集中制冷系統和深井熱害資源化利用系統[87-88]。地面集中制冷主要依靠地面布置制冷機組將冷水送至井下至工作面，對于深部礦井，其冷量損失較大，故其適用于淺部礦井的熱害治理?；仫L排熱井下集中降溫將制冷機組移至井下，但僅依靠礦井回風排熱困難，故其適用于回風溫度低或局部制冷降溫的工作面。地面排熱井下集中降溫系統的制冷機組同樣在井下，不同的是其設置地面冷卻塔排放冷凝熱，但深部礦井同樣會造成冷卻水段的冷量損傷增大，故其適用于需冷量不大或淺部礦井。深井熱害資源化利用系統即為所提出的深部熱害治理與熱能綜合利用系統(High Temperature Exchange Machinery System, HEMS)[26,87-88]，其原理如圖38 所示。

圖38 HEMS 作用原理Fig.38 Principle of HEMS

根據礦井實際涌水情況，設置冷量提取系統提取涌水冷量，使得冷量與工作面高溫氣體進行換熱作用，同時，利用礦井涌水作為介質將工作面熱害轉換為熱能至井上，以此替代燃煤鍋爐實現供熱。HEMS 實現了深部開采熱害資源化，強調改善井下高溫環境和提取熱能加以利用應同時進行，并在礦井水熱能、回風熱能和圍巖熱能的利用上取得了多項進展，此方法在礦井涌水充足的深部高溫礦井應用前景廣闊。

3.3 深部礦井HEMS 應用實例

徐州礦區是典型的深部開采受強熱害影響的礦區，其下屬的張雙樓煤礦、張小樓煤礦、三河尖煤礦等礦井的工作面溫度超過35 ℃且濕度較大，是典型的深部高溫高濕高壓礦井，在應用HEMS 進行礦井熱害治理和熱能利用后取得了顯著的效果。

(1)張雙樓煤礦。

通過現場地質調研和監測獲取張雙樓礦的水文條件以進行冷源分析[87,90]，計算得到該礦實現全工作面的降溫需要冷源約8 MW，分析其礦井涌水可提供15 MW 冷源，故選擇礦井涌水作為冷源，建立張雙樓煤礦的HEMS，如圖39(a)所示。

圖39 3 個煤礦的降溫系統Fig.39 Cooling system of three coal mines

經過現場HEMS 的熱力學平衡參數試驗，確定張雙樓煤礦礦井涌水的水溫在28 ℃最優。此時，制冷機將產生5 ℃的冷源于工作面進行降溫，將工作面原本30 ℃的進風溫度控制在18 ℃左右，起到顯著的降溫效果。

(2)張小樓煤礦。

對張小樓煤礦的水文地質調研，掌握其冷源供給潛在量和礦井降溫所需冷源量[87,90]。通過計算得到礦井降溫需要冷源約4 MW，而其礦井涌水僅可提供280 kW，但其礦井回風所蘊含冷源量4 MW。結合張小樓煤礦的地熱特征和冷源狀況，確定以礦井涌水和礦井回風共同作為冷源，建立張小樓煤礦的HEMS，如圖39(b)所示。

在現場進行系統最優熱力學平衡參數試驗，得到工作面進風溫度控制在18 ℃的參數設計。其中，排水系統需要維持20 m3/h 的涌水量，礦井回風系統需要維持6 000 m3/min 的礦井回風量，這兩參數指標是保障礦井工作面成功實現降溫的重要控制點。

(3)三河尖煤礦。

調研三河尖煤礦水文地質條件可知，其無有效的礦井涌水作為冷源[87-91]。計算得到該礦實現全工作面的降溫需要冷源約6 MW，僅靠礦井回風只能提供2 MW 的冷源，無法滿足礦井全工作面的降溫對冷源量的需要。由此，對地表冷源進行分析，經計算得到地表姚樓河可為礦井提供冷源38 MW，故建立以地表水體為冷源的HEMS，如圖39(c)所示。

在現場建設以地表水源為冷源的HEMS，經熱力學平衡參數試驗得到礦井全工作面進風溫度控制在18 ℃的參數路徑。制冷工作站和降溫工作站可提供溫度為5 ℃和11 ℃的冷源，確保其順利供冷的保障是地表水的溫度需在34 ℃之內。

4 結 論

(1)基于采礦損傷不變量方程提出了平衡開采理論，建立了實現深部平衡開采的110/N00 工法，在“切頂短臂梁”理論基礎上實現了參數細化設計，在切頂技術上實現了碎脹控制，在爆破材料上實現了非炸藥瞬時脹裂，在支護技術上實現了材料裝備升級。進一步發展了深部“非均壓建井”新模式，提出了N00 建井新思路，研發了深井SAP 提升系統及保障穩定提升的關鍵裝備。

(2)創建了適用于研究深部巖體在水、高溫、高壓、結構效應及多場耦合作用的實驗系統和可進行微觀層面演算的超算系統，研發了深部巖體沖擊型和應變型巖爆實驗系統，闡明了深部巖體沖擊動力發生的非線性力學行為和機理。提出了深部巷道開挖補償支護理論，研發了具有高恒阻、大變形、強能量、耐沖擊超常力學性能的宏觀NPR 支護結構和微觀NPR 支護材料，可有效控制圍巖的非線性大變形破壞和沖擊性損害。

(3)研發了深部高溫、高濕和高壓環境下巖體熱力學實驗系統并得到了深井高溫對巖體性質、支護結構及作業環境的影響效應，提出以礦井涌水、回風等作為冷源的深井熱害治理方法和深井熱源資源化利用方法，建立了深部熱害治理與熱能綜合利用系統(HEMS)，實現了深部開采的熱害防治與熱源的有效利用。